姚家旭， 雷 蔣

(西安交通大學(xué) 機械結(jié)構(gòu)強度與振動國家重點實驗室 力學(xué)實驗教學(xué)國家示范中心航天航空學(xué)院，陜西 西安 710049)

0 引言

氣膜冷卻被廣泛運用于航天航空推進領(lǐng)域，是冷卻發(fā)動機燃燒室、以及航空發(fā)動機渦輪葉片的重要方式之一。冷卻氣體通過布置于待冷卻表面的小孔噴出，在表面形成保護層，以阻隔由高溫燃?xì)鈧鱽淼臒崃?，確保發(fā)動機安全正常地運行。

在用于氣膜冷卻的孔型之中，流向圓孔是最為常見的一種，其加工維護較為簡單。在平板上對流向圓孔(傾斜角θ≈30°)的研究發(fā)現(xiàn)，在吹風(fēng)比(射流-主流質(zhì)量通量比，M)小于0.5時，這一結(jié)構(gòu)的氣膜冷卻效率隨吹風(fēng)比增加而提高；但是在M>0.5時，由于射流發(fā)生吹離，不能有效覆蓋壁面，氣膜冷卻效率迅速降低[1]。除圓孔外，扇形孔也是常見于氣膜冷卻的一種結(jié)構(gòu)，這一孔型在出口處具有一定的橫向擴張，因此降低了冷卻射流在孔出口處的動量，以抑制射流吹離；與圓孔相比，其能夠提供更好的冷卻效果，這一優(yōu)勢在大吹風(fēng)比下尤為明顯[2-3]。但扇形孔的加工維護較為困難。2007年，Kusterer等提出了雙射流氣膜冷卻(Double-Jet Film-Cooling，DJFC)結(jié)構(gòu)[4]，采用一對交錯布置、軸線方向與主流不平行的復(fù)合角圓孔，利用射流間的相互作用，在其下游產(chǎn)生一對反腎形渦，將冷卻射流壓向壁面抑制其吹離。一些研究者在不同的實驗工況或布置參數(shù)下對這一結(jié)構(gòu)進行了研究[5-9]，結(jié)果表明，與流向扇形孔相比，雙射流孔具有較高的氣膜冷卻效率，尤其在大吹風(fēng)比工況下；同時由于其輪廓為圓柱形，因此加工維護較為簡單。但截止目前，針對雙射流結(jié)構(gòu)流場的實驗研究相對較少，且橫向距離對其相互作用，以及流場和氣膜冷卻效率的影響尚未得到較多的研究。

本文在不同的吹風(fēng)比下，對不同孔間橫向距離的雙射流結(jié)構(gòu)進行了研究，測量了其時均流場與氣膜冷卻效率，討論了橫向距離對其射流間相互作用的影響，以期對這一冷卻結(jié)構(gòu)提供更為細(xì)致的了解。

1 實驗設(shè)備與方法

1.1 實驗設(shè)備

實驗在一低速直流風(fēng)洞內(nèi)進行，實驗系統(tǒng)如圖1所示。風(fēng)洞實驗段橫截面尺寸為500 mm×202 mm，采用皮托管測得主流流速為20 m/s，采用熱線風(fēng)速儀測得湍流度為0.6%。實驗中，冷卻射流分別由空氣壓縮機和高壓N2兩路氣源進行供氣，并分別使用冷干機與加熱器保證其與主流間的溫度差不超過1℃。冷卻射流的流量由轉(zhuǎn)子流量計控制。供氣腔尺寸為402mm×270mm×105mm，可保證供氣均勻。圖2給出了本文所研究的雙射流孔結(jié)構(gòu)與坐標(biāo)系，表1中給出了其幾何參數(shù)。

圖1 實驗系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic of experimental system

圖2 雙射流孔結(jié)構(gòu)與坐標(biāo)系Fig.2 Structure and coordinates of double-jet film-cooling holes

d/mmL/dP/dp/ds/dθ/(°)β/(°)72580，05，10，15，20335±45

本文分別在4個吹風(fēng)比(M=0.5，1.0，1.5，2.0)下進行實驗，其定義如下：

(1)

式中：ρ∞與U∞分別為主流的密度與速度；ρc與Uc分別為射流的密度與其在孔入口處的速度。

1.2 實驗方法

1.2.1 流場測量

采用七孔探針，在3個不同流向截面處(X/d=-2.0，1.0，5.0)，測量雙射流孔下游時均流場，測量點間距為0.5 mm，實驗時冷卻射流為空氣。七孔探針固定于坐標(biāo)架上，由風(fēng)洞出口處伸入實驗段，以盡可能減小對流場的干擾。由測得的壓力值算得三個方向上的速度分量，所有結(jié)果(主流方向速度u，二次流截面速度v-w)和渦量(Ω)均作無量綱化處理。

1.2.2 氣膜冷卻效率測量

使用壓力敏感漆(PSP)技術(shù)測量平板上的氣膜冷卻效率，其定義為：

(2)

在湍流路易斯數(shù)LeT≈1時， PSP技術(shù)可通過傳熱傳質(zhì)類比測量氣膜冷卻效率[10]，與傳統(tǒng)的熱方法相比，這一測量技術(shù)可排除由平板導(dǎo)熱引起的誤差。實驗時，空氣與氮氣分別作為冷卻射流。

PSP基于氧猝滅(oxygen quenching)效應(yīng)測量氧氣的分壓(或濃度)：受特定波長的激發(fā)光源照射時，PSP會發(fā)出紅色熒光，熒光光強與氧氣分壓(或濃度)相關(guān)，氧氣分壓(或濃度)越高，光強越低。本實驗采用波長約為420 nm 的LED作為激發(fā)光源，PSP發(fā)出的熒光經(jīng)波長為610 nm的帶通濾光片后，由一臺S-CMOS相機接收。為避免實驗環(huán)境溫度變化的影響，PSP在每次測量前均需要進行標(biāo)定。將不同壓力下測得的熒光光強進行擬合，曲線如圖3所示，圖中PR與IR分別為參考壓力(即常壓)與參考壓力下的光強。在實驗中，通過測得的光強計算氧氣濃度，最終由傳熱傳質(zhì)類比，算得氣膜冷卻效率：

(3)

式中：T∞，Tc和Tf分別為主流、射流與壁面氣膜的溫度；C∞，Cc和Cf分別為主流、射流與壁面氣膜的氧氣濃度。

圖3 PSP標(biāo)定曲線Fig.3 Calibration curve of PSP

2 誤差分析

采用文獻(xiàn)[11]的方法，使用熱線風(fēng)速儀測量了氣膜孔前緣處的主流邊界層分布，并與典型的湍流邊界層分布(Spalding Profile)進行對比，取得了良好的吻合，如圖4所示。由此確保實驗在湍流條件下進行。邊界層位移厚度與氣膜孔直徑之比(δ1/d)為0.2。探針中心與平板壁面距離為2.75 mm。

圖4 主流邊界層速度分布Fig.4 Velocity profile of main stream boundary layer

為驗證實驗結(jié)果的準(zhǔn)確性，首先對流向圓孔(直徑d=7 mm，孔間距P/d=4，長徑比L/d=2.5，傾斜角θ=35°)的氣膜冷卻效率進行了測量，并與文獻(xiàn)[3]、[12]、[13]進行對比，如圖5所示。由于本研究的主流湍流度較低(Tu=0.6%)，因此在DR=1.0，M=0.5時，中心線上的氣膜冷卻效率略高于文獻(xiàn)[3]和[13]中的數(shù)值(Tu=8%與6.8%)，除此之外，氣膜冷卻效率的趨勢和數(shù)值均非常接近。此外，還將橫向距離p/d=1.0的雙射流孔氣膜冷卻效率與文獻(xiàn)[7]進行了對比；值得注意的是，文獻(xiàn)[7]中的射流-主流密度比(DR)為1.4，因此其在靠近孔出口區(qū)域的冷卻效率較高。

圖5 氣膜冷卻效率與公開文獻(xiàn)對比Fig.5 Film-cooling effectiveness comparing with that of the reference literatures

本文的實驗誤差由文獻(xiàn)[14]中的方法進行計算，由于氣膜冷卻效率是通過相機所測光強算得的，因此其誤差與光強相關(guān)。在置信度為95%的情況下，氣膜冷卻效率為0.8時，測量誤差約為3%；但在氣膜冷卻效率較低時，由于相機測得光強減弱，因此測量誤差增大，氣膜冷卻效率為0.2時，測量誤差約為15%。

3 結(jié)果與討論

3.1 不同孔間橫向距離下的流場

圖6和圖7為雙射流孔下游不同截面(X/d=-2.0，1.0，5.0)處的時均流場，包括速度場與渦量場。為簡潔期間，此處僅展示了吹風(fēng)比為M=0.5與1.5的結(jié)果，以分別說明雙射流結(jié)構(gòu)在小吹風(fēng)比與大吹風(fēng)比下的流動特征。下文討論了孔間橫向距離對氣膜孔下游流場的影響。

M=0.5時，冷卻射流與平板壁面保持貼附，尚未發(fā)生吹離，此時X/d=-2.0處的二次流與渦量相對較弱，腎形渦只有被增強的一支能被明顯觀測到。p/d=0時，上游射流與下游射流重疊，并將其壓向壁面，此時氣膜橫向覆蓋受限。同時，上游射流被抬升，并與壁面分離。X/d=1.0處的渦量方向與腎形渦相同，但結(jié)構(gòu)不對稱，這一現(xiàn)象說明，上游射流可能受到了下游射流的擠壓，并被迫移向Y/d≤0一側(cè)。p/d=0.5時，兩股射流在下游合并，且其高度較p/d=0時更低。X/d=1.0處的渦量呈現(xiàn)兩層結(jié)構(gòu)，反腎形渦并未生成。隨著射流向下游移動，二次流與渦量迅速耗散。p/d=1.0時，兩股射流在其邊緣處交匯，其間的相互作用將兩者壓向壁面。在這一橫向距離下，下游出現(xiàn)明顯的反腎形渦結(jié)構(gòu)，這一結(jié)構(gòu)來源于兩股射流被增強的腎形渦分支。此時射流核心較低，且孔間區(qū)域被冷卻射流覆蓋，表明可能會獲得較高的氣膜冷卻效率。隨橫向距離增大，p/d=1.5與2.0時，射流間相互作用減弱。此時仍能明顯觀測到反腎形渦結(jié)構(gòu)，但射流核心相對較高，且兩者間距較大，氣膜覆蓋可能較差。

圖6 M=0.5時流場結(jié)果(圖(a)為速度場，圖(b)為渦量場)Fig.6 Flow field results at M=0.5(velocity field(a), vorticity field(b))

圖7 M=1.5時流場結(jié)果(圖(a)為速度場，圖(b)為渦量場)Fig.7 Flow field results at M=1.5(velocity field(a), vorticity field(b))

M=1.5時，由于動量增加，上游射流在離開孔出口后發(fā)生吹離，X/d=-2.0處的二次流與渦量也相對較強，被削弱的腎形渦分支也能明顯觀測到。p/d=0時，上游射流與下游射流重疊，并被抬升、遠(yuǎn)離壁面；但同時下游射流則被壓向壁面，并保持貼附。下游處(X/d=1.0，5.0)的渦量呈現(xiàn)兩層結(jié)構(gòu)。p/d=0.5時，上游射流被下游射流擠壓，其渦量在X/d=1.0處被分為兩支，如圖7所示。此時，渦量場仍呈現(xiàn)兩層結(jié)構(gòu)：上游射流渦量較低的一支，與來自于下游射流的渦量，構(gòu)成了渦量場的下層；而上游渦量較高的一支則停留在渦量場的上半部分。隨射流向下游移動，二次流與渦量迅速耗散，X/d=5.0處的渦量明顯弱于其他情況。在這一橫向距離下，射流間發(fā)生了較為有利的相互作用，處于上層的冷卻射流，與下層的腎形渦共同將冷卻氣體壓向壁面，并抑制其吹離。因此，可能會獲得較好的氣膜覆蓋與較高的氣膜冷卻效率。p/d=1.0時，下游所生成的反腎形渦結(jié)構(gòu)十分明顯。但射流核心開始升高，因此氣膜覆蓋可能開始變差。被削弱的腎形渦分支沿流向迅速耗散。p/d=1.5與2.0時，射流間距增加，相互作用減弱。兩支射流間出現(xiàn)間隙，可能將主流氣體卷入其中，導(dǎo)致氣膜覆蓋變差。

3.2 不同孔間橫向距離下的氣膜冷卻效率

圖8為不同吹風(fēng)比(M=0.5，1.0，1.5，2.0)下平板表面的氣膜冷卻效率分布；與之對應(yīng)的橫向平均(-4≤Y/d≤4)氣膜冷卻效率在圖9中給出。同時，還將雙射流冷卻結(jié)構(gòu)的氣膜冷卻效率與常見的流向扇形孔進行了比較。下文在不同的吹風(fēng)比下，討論了橫向距離對氣膜冷卻效率的影響。

在M=0.5，p/d=0時，射流相互重疊，氣膜橫向覆蓋受限，且由于部分上游射流無法有效覆蓋壁面，故冷卻效率較低。p/d=0.5時，氣膜橫向覆蓋范圍擴大，靠近孔出口處的區(qū)域具有較高的氣膜冷卻效率，橫向平均冷效與p/d=0時相比有所升高。p/d=1.0時，受射流間相互作用生成的反腎形渦影響，冷卻射流被壓向壁面，導(dǎo)致較好的氣膜覆蓋。橫向平均冷效高于其他p/d情況，且在靠近下游孔出口處的區(qū)域出現(xiàn)一定的上升趨勢。p/d=1.5與2.0時，射流間距增大，相互作用減弱，氣膜覆蓋變差，橫向平均冷效降低。

圖8 不同吹風(fēng)比下的氣膜冷卻效率分布Fig.8 Film-cooling effectiveness distribution at different blowing ratios

M=1.0，p/d=0.5時，射流間相互作用與M=0.5時相似。而對于p/d=0.5的情況，氣膜橫向覆蓋沿流向逐漸增加，橫向平均冷效上升，且由于反腎形渦將冷卻射流壓向壁面，氣膜覆蓋較好。p/d=1.0時，靠近下游孔出口處，冷卻效率較高的區(qū)域有所減小，但橫向平均冷效與p/d=0.5時差別不大。p/d=1.5與2.0時，射流相互作用減弱，氣膜覆蓋變差，橫向平均冷效降低。

M=1.5時，上游射流發(fā)生吹離。p/d=0時，由于下游射流被上游射流壓向壁面，并保持貼附，橫向平均冷效沿流向幾乎不發(fā)生改變，但氣膜橫向覆蓋仍然受限。p/d=0.5時，雖然并未產(chǎn)生較為規(guī)則的反腎形渦結(jié)構(gòu)(圖7)，但射流間的相互作用使得射流核心較低，導(dǎo)致了較好的氣膜覆蓋，且橫向平均冷效高于其他情況。p/d=1.0時，可較為明顯地觀測到上游射流的吹離；且位于兩孔之間，0≤X/d≤1的區(qū)域無法得到較好的氣膜覆蓋。橫向平均冷效與p/d=0.5時相比有所降低。但由于反腎形渦將冷卻射流壓向壁面，并使其重新附著，橫向平均冷效在0≤X/d≤2呈上升趨勢。p/d=1.5時，反腎形渦作用減弱，橫向平均冷效沿流向緩慢上升。p/d=2.0時，射流間相互作用進一步減弱。

M=2.0時，由于射流動量增加，其吹離更為明顯。p/d=0時，射流間相互作用與M=1.5時相似。p/d=0.5時，射流間的相互作用導(dǎo)致了較好的氣膜覆蓋與較高的橫向平均冷效。p/d=1.0時，受反腎形渦影響，橫向平均冷效在0≤X/d≤15范圍內(nèi)逐漸上升。p/d=1.5時，反腎形渦作用減弱。而在p/d=2.0時，兩者近似為獨立射流。

雙射流孔間相互作用可總結(jié)如下。p/d=0時，反腎形渦未生成，射流間的相互作用主要體現(xiàn)為“壓附效應(yīng)”：下游射流被上游射流壓向壁面，并保持貼附。因此，在這一情況下氣膜冷卻效率對吹風(fēng)比不敏感，且氣膜橫向覆蓋受限；由于上游射流被抬升，冷卻效率主要來源于下游射流。p/d=0.5與1.0時，壓附效應(yīng)減弱，氣膜橫向覆蓋增加；此時反腎形渦生成，兩股射流均被壓向壁面。壓附效應(yīng)與反腎形渦效應(yīng)共同作用，導(dǎo)致較好的氣膜覆蓋與較高的橫向平均冷效。p/d=1.5與2.0時，難以觀察到壓附效應(yīng)，且反腎形渦效應(yīng)減弱，氣膜覆蓋變差，橫向平均冷效降低。

圖9 不同吹風(fēng)比下的橫向平均氣膜冷卻效率Fig.9 Laterally-averaged film-cooling effectiveness at different blowing ratios

圖8與圖9還將雙射流冷卻結(jié)構(gòu)與流向扇形孔(直徑d=7mm，孔間距P/d=4，長徑比L/d=2.5，傾斜角θ=35°，橫向擴張角α=10°，擴張段占孔長度的一半)進行了對比。需要說明的是，同一吹風(fēng)比下，兩種結(jié)構(gòu)在單位橫向距離內(nèi)的冷卻氣體流量相等。結(jié)果表明，與流向扇形孔相比，p/d=0.5與1.0的雙射流孔具有更大的氣膜覆蓋范圍；在大吹風(fēng)比下，由于扇形孔射流軌跡變窄，這一優(yōu)勢尤為明顯。由于扇形孔減小了射流在孔出口處的動量，因此在靠近孔出口處具有更高的橫向平均冷效，如圖9所示。M=0.5時，扇形孔的橫向平均冷效較高；但在M≥1.0時，雙射流孔(除p/d=2.0以外)具有更高的橫向平均冷效。此外，M≥1.0時，扇形孔的橫向平均冷效沿流向下降更快。

4 結(jié)論

通過實驗方式，研究了孔間橫向距離對雙射流孔間相互作用，及其流場與氣膜冷卻效率的影響，主要結(jié)論如下:

1)不同橫向距離下，射流間相互作用體現(xiàn)為不同的效應(yīng)。p/d=0時，體現(xiàn)為壓附效應(yīng)，下游射流被壓向壁面并保持貼附，上游射流被抬升。p/d=0.5與1.0時，壓附效應(yīng)減弱，反腎形渦生成，兩股射流均被壓向壁面。p/d=1.5與2.0時，壓附效應(yīng)基本消失，反腎形渦效應(yīng)減弱。

2)在某一孔間橫向距離下，雙射流間發(fā)生有利的相互作用，此時壓附效應(yīng)與反腎形渦效應(yīng)共存。此時反腎形渦結(jié)構(gòu)可能不規(guī)則，但射流核心較低，故氣膜覆蓋較好，橫向平均冷效較高。M=0.5時，p/d=1.0下的橫向平均冷效較高，而在M≥1.0時，p/d=0.5占優(yōu)。

3)隨吹風(fēng)比增加，射流間距離增大，發(fā)生相互作用的位置逐漸向下游移動。

參考文獻(xiàn)：

[1] SINHA A K， BOGARD D G， CRAWFORD M E. Film-cooling effectiveness downstream of a single row of holes with variable density ratio [J]. ASME journal of turbomachinery， 1991， 113(3): 442-449.

[2] HYAMS D G， LEYLEK J H. A detailed analysis of film cooling physics: Part III -streamwise injection with shaped holes[J]. ASME journal of turbomachinery， 2000， 122(1): 122-132.

[3] WRIGHT L M， MCCLAIN S T， BROWN C P， et al. Assessment of a couble hole film cooling geometry using S-PIV and PSP: GT2013-94614 [R]. USA: ASME， 2013.

[4] KUSTERER K， BOHN D， SUGIMOTO T， et al. Double-jet ejection of cooling air for improved film cooling [J]. ASME journal of turbomachinery， 2007， 129(4): 809-815.

[5] KUSTERER K， ELYAS A， BOHN D， et al. Film cooling effectiveness comparison between shaped- and double jet film cooling holes in a row arrangment [C]// Proceeings of ASME Turbo Expo 2010: Power for Land， Sea， and Air. [S.l.]: ASME， 2010: 1503-1515.

[6] WANG Z， LIU J J， AN B T， et al. Effects of axial row-spacing for double-jet film-cooling on the cooling effectiveness[C]// Proceedings of ASME 2011 Turbo Expo: Turbine Technical Conference and Exposition. [S.l.]: ASME， 2011: 483-492.

[7] WANG Z， LIU J J， ZHANG C. Impacts of geometric parameters of double-jet film cooling on anti-kidney vortex structure and cooling effectiveness: GT2013-94038 [R]. [S.l.]: ASME 2013.

[8] HAN C， REN J. Multi-parameter iInfluence on combined-hole film cooling system [J]. International journal of heat and mass transfer， 2012， 55(15): 4232-4240.

[9] HAN C， CHI Z R， REN J， et al. Optimal arrangement of combined-hole for improving film cooling effectiveness: GT2013-94561 [R]. [S.l.]: ASME， 2013.

[10] HAN J C， RALLABANDI A. Turbine blade film cooling using PSP technique [J]. Frontiers in heat and mass transfer (FHMT)， 2010， 1(1): 101-109.

[11] KENDALL A， KOOCHESFAHANI M. A method for estimating wall friction in turbulent wall-bounded flows [J]. Experiments in fluids， 2008， 44(5): 773-780.

[12] WRIGHT L M， MCCLAIN S T， CLEMENSON M D. Effect of freestream turbulence intensity on film cooling jet structure and surface effectiveness using PIV and PSP [J]. ASME journal of turbomachinery， 2011， 133(4): 041023.

[13] WRIGHT L M， MCCLAIN S T， CLEMENSON M D. Effect of density ratio on flat plate film cooling with shaped holes using PSP [J]. ASME journal of turbomachinery， 2011， 133(4): 041011.

[14] KLINE S J， MCCLINTOCK F. Describing uncertainties in single-sample experiments [J]. Mechanical engineering， 1953， 75(1): 3-8.